紀成光 吳泓宇 肖 璐

（生益電子股份有限公司，廣東 東莞 523127）

0 前言

同一系統(tǒng)中一般存在多種等級的電信號，包含普通信號、高頻信號、高速信號等。局部混壓高頻高速PCB技術不僅能在滿足高頻高速信號傳輸?shù)蛽p耗的情況下大幅降低材料成本、加工難度，還能在一定程度上提高PCB可靠性，并且組合多變的混壓結構，成為了同系統(tǒng)中不同等級信號分級傳輸?shù)耐昝澜鉀Q方案[1]。但傳統(tǒng)局部混壓工藝由于其制造工藝的限制，暫未實現(xiàn)內層不同等級模塊間的互連，且對線路布局有限制。目前該工藝的實現(xiàn)可查閱的文獻有交界處壓合導電膠的專利，但該方法實現(xiàn)難度大，在交界處布置十分密集的線路易產(chǎn)生短路[2]。本文主要研究使用通埋子板的方式實現(xiàn)局部混壓且模塊間內層互連，以及探究雙面對稱嵌子板、內埋子板結構的可行性、平整度、可靠性交界處線寬制作能力等。為實現(xiàn)更復雜的多模塊局部混壓結構以及任意層、任意模塊間互聯(lián)導通結構提供工藝基礎[3]。

1 實驗部分

1.1 方案簡述

多模塊混壓內層導通實現(xiàn)主要流程如圖1所示：（1）兩張以上芯板、一張以上的粘結片開槽，埋入其他模塊子板；（2）排板壓合后陶瓷磨板磨去交界處溢出的多余樹脂；（3）化學沉銅后板面電鍍加厚銅；（4）將作為內層的一面蝕刻出圖形后壓合至內層。

圖1 內層模塊間導通實現(xiàn)方法

1.2 試板與流程設計

實驗試板為10層普通FR4材料與高頻高速基材混壓板，F(xiàn)R-4材料選用高Tg普通環(huán)氧樹脂玻璃體系材料，Tg大于280 ℃，簡稱材料A；高頻高速材料選用碳氫化合物/陶瓷體系材料，介電常數(shù)3.66，2.5 GHz損耗因子0.0031，簡稱材料B。疊層設計、內層導通處如圖2所示。L1-4、L7-10為對稱的嵌入B子板的內層導通結構，L5-6為B子板內埋結構（如圖2）。

圖2 10層實驗板疊層結構

制作全流程如下：（1）AB材料所有層芯板流程圖形制作→A芯板銑槽、B芯板銑成小塊子板；（2）L2-3、L8-9 A材料粘結片銑槽→L1/4、L7/10壓合（埋入B1子板）→磨板→沉銅電鍍→內層圖形制作；（3）L1-10壓合（L5-6內埋B2子板）→沉銅電鍍→外層圖形制作→成品。關鍵流程的實驗參數(shù)列于（見表1）。

2 分析與討論

2.1 子板層間對準度

在埋入子板區(qū)域與板邊四角分別設計層間對準度測試附連板，制作至成品后分別測試不同批次下的雙面嵌子板、內埋子板、板邊區(qū)域的層偏最大值，實驗數(shù)據(jù)整理如圖3所示。TCFA意為圖形拉伸系數(shù)首板試驗，即制作芯板壓合首板收集實際圖形拉伸系數(shù)最終確定更匹配該PCB圖形拉伸系數(shù)（如圖3）。

雙面嵌子板整體對準度在TCFA前后提升19.05 μm，提升幅度23%。但對內埋子板對準度能力無明顯提升效果。雙面嵌子板0.075 mm、0.10 mm、0.125 mm、0.15 mm開槽單邊補償?shù)淖影逭w對準度均值分別為0.075 mm、0.158 mm、0.062 mm、0.064 mm，極差0.017 mm，對準度與補償大小并無明顯線性規(guī)律。而內埋子板對準度與芯板開槽補償有明顯線性規(guī)律，對準度能力約等于芯板開槽補償大小加銑機加工公差0.050 mm。相比內埋子板，雙面嵌子板的對準度規(guī)律與板邊對準度均值對齊性較高。

上述現(xiàn)象的主要因為雙面嵌子板在埋入前未制作圖形，壓合與對應層次的芯板一同制作圖形，雙面嵌子板的圖形與芯板圖形有較高的一致性，對準度水平相當，且不會受到開槽補償大小的影響，而是與圖形制作時的漲縮直接相關，因此TCFA對其對準度的提升明顯。而內埋子板為先制作子板上的圖形后埋入壓合，對準度受到芯板開槽大小的影響比較明顯，芯板開槽單邊補償0.075 mm、0.10 mm、0.125 mm，對準度能力均值分別為0.12 mm、0.14 mm、0.18 mm。但其對準度與芯板圖形的漲縮是否匹配關系較小，TCFA對齊對準度能力幾乎無提升。

表1 關鍵流程實驗內容

圖3 子板層間對準度結果

在內埋子板排板與壓合的過程中，容易產(chǎn)生滑板層錯的現(xiàn)象，即因子板太薄，外力作用下滑出槽孔，滑入上下層間，在壓后產(chǎn)生明顯的板面鼓起。使用鉚釘鉚合預排與PIN對位排板的層錯出現(xiàn)概率分別為16.7%和0，由此可見PIN對位排板減少了子板埋入后的搬運過程以及其他外力的作用，最大程度杜絕了內埋子板層錯的發(fā)生。

2.2 交界處平整度

通過A粘結片理論厚度及芯板殘銅率計算A粘結片的理論壓合后厚度，通過A材料區(qū)疊層信息計算A材料區(qū)理論厚度，制作切片觀察測量實際雙面嵌B子板的A、B材料區(qū)域壓后實際厚度，平整度分析模型（如圖4、見表2和圖5）。

圖4 平整度分析示意圖

由圖5中的流膠量可知：2116_RC54%×2＞ 3313_RC56%×2＞1080_RC64%×2＞2116_RC54% ×1；相對交界的流膠趨勢：2116（54）×2向子板內，3313（56）×2分布均勻，1080（64）×2向子板外，2116（54）×1向子板外。由表中的平整度數(shù)據(jù)可知2116_RC54%×2理論厚度與實際厚度相當，其余三種方案實際厚度均高于理論厚度，其中1080_RC64%×2與2116_RC54%×1實際高于理論厚度約50 μm，而3313_RC56%×2僅高于理論厚度25 μm且與B子板厚度相當。

表2 平整度分析結果

圖5 各粘結片方案流膠情況

由此可推論：（1）當A芯板區(qū)理論厚度＞B子板厚度，A芯板區(qū)板材受壓，實現(xiàn)理論壓后厚度且表面流膠量大，而B子板厚度相對固定，則A芯板區(qū)實際厚度≈A芯板區(qū)理論厚度＞B子板厚度，A芯板區(qū)界面偏高，如方案1所示；（2）當B子板厚度-50 μm≤A芯板區(qū)理論厚度≤B子板厚度，A芯板區(qū)區(qū)域輕微失壓或不失壓，約50 μm以內的高度落差在雙粘結片的調節(jié)能力之內，A芯板區(qū)實際厚度≈B子板厚度，界面平整度較好，如方案2所示；（3）當A芯板區(qū)理論厚度＜B子板厚度-50 μm，B子板受壓，A芯板區(qū)區(qū)失壓，但高度落差超過粘結片調節(jié)能力，因此A芯板區(qū)理論厚度＜A芯板區(qū)實際厚度＜B子板厚度，B界面偏高，如方案3、4所示。因此該通埋子板結構在疊層設計時，混壓區(qū)A芯板區(qū)的理論厚度應較通埋子板理論厚度少0～50 μm為宜，給予A芯板區(qū)粘結片調整自身板材區(qū)域厚度的空間，且盡量使用多張粘結片壓合，避免填膠空洞導致子板脫落的情況。

2.3 交界處線路制作

內層制作圖形后在末端的Pad處測試線路的通斷情況，每種線寬測試96組，分垂直于傾斜45°跨越交界處，制作良率（如圖6）。

當交界處線寬制作由50 μm（2 mil）提升良率也呈正比上升，當線寬在125 μm（5 mil）以上時良率在100%。實驗中線路設計垂直跨過交界的內層導通線以及傾斜45°跨越交界處兩種。垂直走線與傾斜走線的良率分別為98.2%和92.1%，良率存在差距，垂直走線的良率更高，主要原因為在線路跨過交界處的過程中，因為交界處僅有沉銅電鍍的銅厚，線寬會變細，原料芯板底銅18 μm（0.5 oz）時，線寬變細約18 μm～25 μm，垂直走線可盡可能縮減線路變細的距離。交界導通線制作良率除了受線路設計，干膜、曝光、蝕刻等圖形制作流程影響外，也受平整度影響，平整度較差時導致交界兩邊基材平面錯位，交界周圍殘膠難除，影響線路制作。

2.4 剝離強度

制作寬度為2.54 mm的銅條橫跨交界線，用于測試導體剝離強度，如圖7所示。測試設備使用剝離強度測試儀，由B向A材料剝離，剝離速度調整至盡可能低，在B與A材料區(qū)取數(shù)值穩(wěn)定后的均值，在交界區(qū)剝離強度取經(jīng)過交界過程的數(shù)據(jù)的最小值。

圖6 跨交界處線路制作良率與表觀圖匯總

圖7 剝離強度測試方法

實驗除正常制作與測試組外，2組對照組分別為化學銅（離子鈀體系）前進行等離子體粗化處理，以及正常制作樣品的260 ℃峰溫回流3次后的測試結果，數(shù)據(jù)（如表3）。

實驗中常規(guī)流程制作的B與A材料上的導體剝離強度屬于該板材正常水平。在化學銅之前的進行等離子處理，結果中A材料與B表面剝離強度變化較小，交界處的剝離強度提升24%,證明增加交界處化學銅與樹脂接觸的表面積?；亓骱负蟾鲄^(qū)域剝離強度均有下降，B子板下降幅度大。

2.5 耐熱可靠性

測試條件：（1）熱應力測試無鉛漂錫：（288±5）℃，10～1s，3次；（2）無鉛回流焊測試：217 ℃以上120～150s，峰溫（260±5） ℃，255 ℃以上20～30s，5次。測試對象：雙面嵌子板與內埋子板的混壓交界處以及多種規(guī)格的BGA密集孔區(qū)域，耐熱可靠性測試結果（如圖8～圖9）。

由圖8可知雙面嵌子板結構的混壓交界處僅0.25 mm孔徑、0.55 mm Pitch 密集孔陣在A材料的7038的粘結片層在回流漂錫后均出現(xiàn)了玻纖分層開裂的情況，主要原因為7038粘結片樹脂含量較小，玻纖層較厚，樹脂浸潤性較差，該規(guī)格耐可靠性能力普遍相對較低，BGA制作能力在0.65 mm以上Pitch的密集孔陣。由于該分層現(xiàn)象與雙面埋子板的可靠性關聯(lián)較小，在BGA的混壓交界面均無分層，可認為雙面嵌埋子板的耐熱可靠性符合要求。

表3 剝離強度測試結果（單位：lb/in）

圖8 雙面嵌B1子板可靠性測試結果

圖9 內埋B2子板可靠性測試結果

由圖9測試結果可知無分層起泡的現(xiàn)象，說明內埋混壓結構以及板材耐熱可靠性符合要求。

3 結論

雙面嵌子板結構下的模塊間內層導通工藝以及內埋子板工藝設計具備實際產(chǎn)品可行性。滿足高頻高速PCB的導體剝離強度要求，交界處導體剝離強度為0.31 N/mm，化學銅前等離子體清洗可一定程度提升交界導體結合力；跨交界處線路制作良率50 μm線寬在90.2%以上，線寬增加良率也提高，能力滿足要求；雙面嵌與內埋子板的混壓結構的熱應力測試與回流測試均符合要求。

雙面嵌子板結構對準度能力提升的主要途徑為漲縮系數(shù)匹配試驗，對準度能力與整板水平相當，與開槽尺寸設計無關。內埋子板對準度提升主要途徑為減小開槽大小，與整板對準度能力無關，使用PIN對位排板壓合以及子板厚度≥0.5 mm可降低層錯位的風險；為保證雙面嵌子板的壓合平整度與填膠量，局部混壓嵌子板的芯板區(qū)理論厚度設計應較埋子板理論厚度少0～50 μm為宜，這樣可獲得較好的埋入界面平整度，并保證模塊間連通線路具有較高的制作能力。